Conception multi-physique de machines électriques à flux radial et axial pour des applications à entraînement direct

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Conception multi-physique de machines électriques à

flux radial et axial pour des applications à entraînement

direct

Paul Akiki

To cite this version:

Paul Akiki. Conception multi-physique de machines électriques à flux radial et axial pour des ap-plications à entraînement direct. Autre. Université Paris Saclay (COmUE), 2017. Français. �NNT : 2017SACLC055�. �tel-01599943�

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NNT : 2017SACLC055

T

HÈSE DE DOCTORAT

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NIVERSITÉ

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S

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COLE

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°

575 Physique et ingénierie : Électrons, Photons, Sciences du vivant

Spécialité de doctorat : Génie électrique

Par

M. Paul AKIKI

Conception multi-physique de machines électriques à flux radial

et axial pour des applications à entraînement direct

Thèse présentée et soutenue à Gif-sur-Yvette, le 21 Septembre 2017 :

Composition du Jury :

M. Lanfranchi Vincent Professeur, Université de Technologie de Compiègne Président du jury

M. Amara Yacine Professeur, Université du Havre Rapporteur

M. Hecquet Michel Professeur, École Centrale de Lille Rapporteur

M. Roger Daniel Professeur, Université d’Artois Examinateur

M. Krebs Guillaume Maître de conférences, Université Paris-Sud Examinateur M. Bensetti Mohamed Maître de conférences HDR, CentraleSupélec Directeur de thèse Mme. Hage-Hassan Maya Maître de conférences, CentraleSupélec Examinatrice

M. Vannier Jean-Claude Professeur, CentraleSupélec Examinateur

M. McClelland Mike Directeur Motors and Drives, Moteurs Leroy-Somer Invité

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Remerciements

Je tiens à remercier d’abord M. Michel Hecquet (Professeur à l’École Centrale de Lille) et M. Yacine Amara (Professeur à l’Université du Havre) pour m’avoir fait l’honneur de rapporter sur ma thèse ainsi que pour leurs apports scientifiques et leurs remarques qui ont permis d’enrichir ces travaux. Aux mêmes titres, je remercie M. Vincent Lanfranchi (Professeur à l’UTC) et M. Daniel Roger (Professeur à l’Université d’Artois) pour leurs rôles d’examinateurs et l’intérêt qu’ils ont porté à mes travaux. Je remercie également M. Guillaume Krebs (Maître de conférences à l’Université Paris-Sud et responsable du thème actionnement et capteurs au laboratoire GeePs) pour sa participation au jury en qualité d’examinateur et pour les multiples échanges scientifiques que nous avons pu avoir au fil de ces années.

J’adresse mes sincères remerciements à M. Jean-Claude Vannier, directeur du département Énergie, pour m’avoir mis en contact avec la société Leroy-Somer dans le but de réaliser cette thèse ainsi que pour sa confiance et pour les discussions enrichissantes que nous avons eues durant la thèse. J’exprime ma gratitude à mon directeur de thèse M. Mohamed Bensetti qui a été présent et actif tout au long de la thèse. Son engagement et son soutien face aux difficultés rencontrées m’ont permis de mener mes travaux dans les meilleures conditions. Je tiens à exprimer mes sincères remerciements à mon encadrante Mme. Maya Hage-Hassan pour son engagement, sa disponibilité au quotidien et son professionnalisme. Sa rigueur et son exigence m’ont poussé à faire de mon mieux durant ces années de thèse. De même, je remercie M. Philippe Dessante pour sa participation à l’encadrement et pour le temps qu’il a pu me consacrer.

Je remercie tous les enseignants-chercheurs du laboratoire GeePs et en particulier le directeur M. Claude Marchand pour leur accueil et les discussions techniques et amicales que nous avons pu avoir. Je n’oublie pas l’équipe technique et administrative, en particulier Mme. Stéphanie Douesnard, pour leur aide au quotidien. Merci à vous tous.

Ma sincère gratitude est adressée à la société Leroy-Somer, en particulier aux personnes qui ont participé au suivi des travaux de thèse. Je remercie M. Cédric Plasse, pour sa confiance et son suivi de cette thèse CIFRE. J’exprime également ma reconnaissance à M. Jacques Saint-Michel, pour avoir partagé toute son expertise technique et scientifique du domaine des machines électriques. Je remercie M. Xavier Jannot, M. Philippe Manfè et M. Mike McClelland pour leur expertise et leurs conseils. Je suis également très reconnaissant à M. Benjamin Dagusé, M. Dany Prieto et M. Alejandro Fernandez pour leur disponibilité et les échanges scientifiques de très grande qualité qui m’ont permis d’avancer durant ces trois années. Je souhaite aussi remercier tous les collègues de Leroy-Somer avec lesquels il a été un vrai plaisir de travailler.

Il est temps maintenant de remercier tous les collègues doctorants et désormais amis. Je pense particulièrement à tous ceux avec qui nous avons partagé des moments inoubliables lors des pauses et des séances de « bang ». Une ligne à part bien méritée pour mon collègue de bureau durant toutes ces années : Teodor Wisniewski. Sa bonne humeur et ses conseils lors des séances de musculation resteront dans ma mémoire. Mes pensées vont également à mes amis ici en France et au Liban. Je les remercie pour leur soutien et leurs encouragements durant cette aventure.

Enfin, je remercie ma famille et mes parents qu’ils trouvent ici toute ma gratitude. Je suis fort reconnaissant de leur confiance, leur soutien, et leurs nombreux encouragements durant toutes ces années.

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Table des matières

Liste des figures...7

Liste des tableaux...13

Introduction générale ... 15

Chapitre 1 État de l’art des machines électriques à courant alternatif ... 21

1.1 Introduction... 23

1.2 Caractéristiques de l’application visée ... 24

1.3 Présentation générale des machines à courant alternatif ... 25

1.4 Étude bibliographique : applications à entraînement direct ... 39

1.5 Conclusion ... 50

Chapitre 2 Étude comparative par éléments finis de structures à flux radial . 53

2.2 Calcul des performances électromagnétiques... 55

2.3 Première comparaison de machines à flux radial : structures de base ... 58

2.4 Deuxième comparaison de machines à flux radial : structures modifiées ... 71

2.5 Choix du nombre de dents et du nombre de pôles de la machine en multi-V ... 73

Chapitre 3 Modélisation analytique multi-physique de la machine 18/16 à flux

radial ... 93

3.1 Introduction... 96 3.2 Modèle magnétique ... 97 3.3 Modèle électrique ... 125 3.4 Modèle énergétique ... 129 3.5 Modèle thermique ... 134 3.6 Modèle mécanique ... 149 3.7 Modèle technico-économique ... 154

3.8 Couplage des modèles ... 154

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Chapitre 4 Optimisation multi-objectifs et validation expérimentale de la

machine à flux radial ... 159

4.2 Principes généraux de l’optimisation ... 161

4.3 Formulation du problème d’optimisation... 164

4.4 Méthode d’optimisation adoptée ... 167

4.5 Première optimisation: définition du prototype ... 169

4.6 Validation expérimentale du modèle multi-physique ... 173

4.7 Optimisations avec diamètre extérieur fixe et variable ... 185

4.8 Évaluation des gains technico-économiques ... 188

Chapitre 5 Étude et modélisation de la machine 18/16 à flux axial ... 191

5.2 Étude en éléments finis de la machine à flux axial ... 194

5.3 Modélisation analytique multi-physique de la machine à flux axial ... 209

5.4 Optimisation de la machine à flux axial ... 225

5.5 Comparaison avec la machine à flux radial ... 231

Conclusion générale ... 235

Bibliographie ... 241

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Liste des figures

Figure 1.1 : Roue de Barlow, 1822 [Kit17] ... 23

Figure 1.2 : Moteur asynchrone à cage d’écureuil de Dolivo-Dobrowolski, 1889 [Kit17] ... 23

Figure 1.3 : Machine synchrone de Haselwander, 1887 [Kit17] ... 23

Figure 1.4 : Système conventionnel à entraînement indirect ... 24

Figure 1.5 : Système à entraînement direct... 25

Figure 1.6 : Direction du flux radial ... 26

Figure 1.7 : Classification des principales catégories de machines à flux radial ... 26

Figure 1.8 : Machine asynchrone à rotor bobiné [Kol10] ... 27

Figure 1.9 : Machine asynchrone à rotor à cage [Gro06] ... 27

Figure 1.10 : Machine synchrone à rotor bobiné [Fit03] ... 27

Figure 1.11 : Topologies des rotors avec aimants permanents [Cha08] ... 28

Figure 1.12 : Machines synchrones à aimants permanents au stator [Zhu14] ... 29

Figure 1.13 : Machines à excitation hybride non-conventionnelles [Zhu14] ... 29

Figure 1.14 : Machine synchrone à excitation hybride au rotor [Luo00, Zhu14] ... 30

Figure 1.15 : Structure à commutation de flux et excitation hybride. [Zhu14] ... 30

Figure 1.16 : Rotors de machines synchro-réluctantes [Ram06] ... 31

Figure 1.17 : Machine à réluctance variable [Mul93] ... 31

Figure 1.18 : Direction du flux axial ... 32

Figure 1.19 : Machine à flux axial 1 stator / 1 rotor [Ayd13] ... 32

Figure 1.20 : Classification des principales catégories de machines à flux axial ... 33

Figure 1.21 : Machine asynchrone à flux axial double stator et simple rotor [Zha10] ... 33

Figure 1.22 : Machine asynchrone à flux axial double rotor et simple stator [Kal15] ... 33

Figure 1.23 : AFIS à stator non encoché et bobinage toroïdal. ... 34

Figure 1.24 : AFIS à stator encoché et bobinage toroïdal ... 35

Figure 1.25 : AFIS à stator encoché et bobinage réparti ... 35

Figure 1.26 : Machine à flux axial avec aimants enterrés et bobinage sur dents [Bom09] ... 36

Figure 1.27 : Machines AFIS à commutation de flux [Kab15] ... 36

Figure 1.28 : Machine AFIS à réluctance variable [Mad14] ... 36

Figure 1.29 : AFIR à stator encoché et bobinage réparti ... 37

Figure 1.30 : AFIR à stator non encoché et bobinage toroïdal ... 37

Figure 1.31 : Machine à flux axial « multi-étages » à stator interne [Ayd04] ... 38

Figure 1.32 : Machine à flux axial « multi-étages » à rotor interne [Düc16] ... 38

Figure 1.33 : Module élémentaire d’une machine à flux transverse [Kre15] ... 38

Figure 1.34 : Comparaison des machines asynchrones et synchrones pour la propulsion marine [Lat05] ... 40

Figure 1.35 : Machines synchrones et asynchrones comparées pour une application de traction électrique [Jia12] ... 40

Figure 1.36 : Machines synchrones et asynchrones comparées pour une application de véhicule hybride [Dor10] ... 41

Figure 1.37 : Machine synchro-réluctante assistée d’aimants permanents [Var09] ... 41

Figure 1.38 : Machines asynchrones et à réluctance variable comparées pour une application de véhicule hybride [Dor10] ... 42

Figure 1.39 : Machines asynchrones et synchrones à flux axial [Zha10] ... 42

Figure 1.40 : Pôles symétrique en V [Kim13] ... 43

Figure 1.41 : Pôles asymétriques en V [Kim14] ... 43

Figure 1.42 : Machine à rotor et à arbre solidaire avec des aimants intérieurs [Elr14] ... 43

Figure 1.43 : Machine à 2 stators et 1 rotor et bobinage distribué [Wan11] ... 44

Figure 1.44 : Machine à 2 rotors et 1 stator et bobinage toroïdal [Qu02] ... 44

Figure 1.45 : Machine à modulation de flux [Fan14] ... 44

Figure 1.46 : Machine Vernier à rotor extérieur [Ho11a] ... 44

Figure 1.47 : Machine à commutation de flux et rotor segmenté [Zul12] ... 45

Figure 1.48 : Machine à commutation de flux et aimants en V [Zho13] ... 45

Figure 1.49 : Machine à commutation de flux et double entrefer [Gan14] ... 45

Figure 1.50 : Machine synchro-réluctante à multi-barrières [Mor14] ... 46

Figure 1.51 : Machine à 2 stators et 1 rotor segmenté [Chi11] ... 46

Figure 1.52 : Machine à 2 stators et 1 rotor à aimants insérés [Ara11] ... 46

Figure 1.53 : Moteur AFIR avec des circuits magnétiques en U [Jun08] ... 47

Figure 1.54 : Machine à rotor intérieur et 2 stators décalés d’un pas dentaire [Zha13]... 47

Figure 1.55 : Machine AFIR à commutation de flux [Lin11] ... 47

Figure 1.56 : Machine AFIS à commutation de flux [Hao12] ... 47

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Figure 1.58 : Machine AFIS à modulation de flux [Ho11b] ... 48

Figure 1.59 : Exemple du tableau de classification des machines suite à la recherche bibliographique ... 49

Figure 1.60 : Exemple d’application du tableau croisé dynamique sous Excel ... 49

Figure 2.1 : Schéma de principe de la machine modélisée en éléments finis 2D ... 55

Figure 2.2 : Repère (d,q) pour la modélisation EF ... 56

Figure 2.3 : Schéma vectoriel dans le repère (d,q) ... 56

Figure 2.4 : Évolution du couple sur une période électrique ... 57

Figure 2.5 : Représentation des points de calculs du couple moyen sur une période du couple ... 57

Figure 2.6 : Structures étudiées lors de la 1ère_{comparaison de machines à flux radial ... 59}

Figure 2.7 : Diagramme du bobinage stator à 12 dents ... 60

Figure 2.8 : Diagramme d’un système triphasé direct ... 60

Figure 2.9 : Diagramme du bobinage d’une machine à commutation de flux avec 12 dents ... 61

Figure 2.10 : Machine à commutation de flux 12/10 ... 61

Figure 2.11 : Machine à commutation de flux 12/14 ... 61

Figure 2.12 : Variation de l’induction B en fonction du champ magnétique H [Cou94] ... 62

Figure 2.13 : Courbe B(H) de la tôle M400P-50 avec un zoom sur la zone linéaire ... 63

Figure 2.14 : Courbes de polarisation et d’induction des aimants permanents de type terres rares [Dum12] 64 Figure 2.15 : Évolution des propriétés des aimants en fonction de la température [Lec07] ... 65

Figure 2.16 : Évolution du prix du néodyme depuis 2002 [Bru15] ... 65

Figure 2.17 : Couple moyen en fonction de l’angle du courant α pour I = 50 A ... 67

Figure 2.18 : Couple moyen en fonction de l’angle du courant α pour I= 150 A ... 67

Figure 2.19 : Couple moyen en fonction du courant avec αopt ... 68

Figure 2.20 : Lignes de champ de la machine à commutation de flux 12/14 avec I = 50 A et α = 0 °elec ... 69

Figure 2.21 : Lignes de champ de la machine à commutation de flux 12/14 avec I = 150 A et α = 0 °elec ... 69

Figure 2.22 : Couple moyen en fonction du facteur de puissance pour la machine à aimants en surface avec I = 50 A... 70

Figure 2.23 : Couple moyen en fonction du facteur de puissance pour I = 50 A (1ère_{comparaison) ... 70}

Figure 2.24 : Machines à commutation de flux à ouvertures angulaires égales ... 71

Figure 2.25 : Machine à plusieurs barrières de flux ... 71

Figure 2.26 : Sens d’aimantation des aimants pour les machines à plusieurs barrières de flux ... 72

Figure 2.27 : Couple moyen en fonction du facteur de puissance pour I = 50 A (2ème_{comparaison) ... 73}

Figure 2.28 : Paramètres géométrique d’une barrière en V ... 74

Figure 2.29 : Variation du volume de la barrière selon l’inclinaison δ ... 74

Figure 2.30 : Machine 18/16 à aimants en multi-V ... 75

Figure 2.31 : Couple moyen en fonction de l’angle de courant pour la machine de référence 18/16 ... 76

Figure 2.32 : Couple de saillance pour différentes valeurs de δ ... 77

Figure 2.33 : Couple de saillance pour différents nombre de barrières ... 77

Figure 2.34 : Couple moyen pour différentes valeurs de δ à volume d’aimants constant ... 78

Figure 2.35 : Facteur de puissance pour différentes valeurs de δ à volume d’aimants constant ... 78

Figure 2.36 : Couple moyen pour différentes valeurs de δ avec 100 % d’aimants dans les barrières ... 79

Figure 2.37 : Facteur de puissance pour différentes valeurs de δ avec 100 % d’aimants dans les barrières ... 79

Figure 2.38 : Ondulation de couple de la machine de référence 18/16 avec α = 20°elec ... 80

Figure 2.39 : Machine 12/10 à aimants en multi-V ... 80

Figure 2.40 : Couple moyen en fonction de l’angle de courant pour la machine de référence 12/10 ... 81

Figure 2.41 : Facteur de puissance en fonction de l’angle de courant pour la machine de référence 12/10... 82

Figure 2.42 : Ondulation de couple de la machine 12/10 de référence ... 82

Figure 2.43 : Décomposition harmonique du couple de la machine 12/10 de référence ... 82

Figure 2.44 : Exemple de vrillage de rotor par pas ... 83

Figure 2.45 : Ondulation de couple sans et avec vrillage du rotor de 15°elec ... 83

Figure 2.46 : Ondulation de couple en fonction de δ à volume d'aimant constant ... 84

Figure 2.47 : Variables utilisées dans le plan d’expériences ... 85

Figure 2.48 : Résultats du plan d'expériences pour le couple moyen ... 85

Figure 2.49 : Résultats du plan d'expériences pour le 1er_{harmonique ... 86}

Figure 2.50 : Résultats du plan d'expériences pour le 2ème_{harmonique ... 86}

Figure 2.51 : Ondulation de couple avec la réduction du 2ème_{harmonique par pôles asymétriques ... 87}

Figure 2.52 : FFT de l’ondulation de couple avec la réduction du 2ème_{harmonique par pôles asymétriques ... 87}

Figure 2.53 : Ondulation de couple avec la 1ère_{stratégie ... 88}

Figure 2.54 : Ondulation de couple avec la 2ème_{stratégie ... 89}

Figure 2.55 : Ondulation de couple avec la 2ème_{stratégie et δ = 5°... 89}

Figure 3.1 : Synoptique du modèle multi-physique ... 96

Figure 3.2 : Structure de la machine 18/16 modélisée ... 97

Figure 3.3 : Schéma général du moteur à multi-V ... 99

Figure 3.4 : Bobinage de la moitié de la machine 18/16 ... 99

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Liste des figures

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Figure 3.6 : Entrefer additionnel sous une encoche stator ... 101

Figure 3.7 : Grandeurs géométriques de la machine ... 102

Figure 3.8 : Lignes de champ entrefer-dent statorique ... 102

Figure 3.9 : Profil de la variation de l’induction dans la dent statorique due uniquement à l’induction de l’entrefer ... 103

Figure 3.10 : Fuites tangentielles entre les dents ... 104

Figure 3.11 : Evolution linéaire du courant dans une encoche ... 105

Figure 3.12 : Modèle de la culasse du stator ... 107

Figure 3.13 : Grandeurs géométriques d’un demi-pôle rotorique ... 108

Figure 3.14 : Schéma d’un pôle rotorique... 109

Figure 3.15 : Flux au rotor et chemins moyens dans les dents rotoriques ... 109

Figure 3.16 : Modèle de la pièce polaire ... 111

Figure 3.17 : Saturation locale entre deux ponts tangentiels ... 111

Figure 3.18 : Schéma général du moteur à multi-V ... 112

Figure 3.19 : Modèle du pont tangentiel ... 114

Figure 3.20 : Illustration de la méthode Newton-Raphson ... 116

Figure 3.21 : Induction dans l’entrefer avec un rotor passif et un circuit magnétique linéaire (µr = 106) ... 118

Figure 3.22 : Induction d’entrefer en MA et en EF (Ieff = 28 A, α = 10°elec) ... 119

Figure 3.23 : Induction d’entrefer en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 119

Figure 3.24 : Induction dans les dents du stator en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 120

Figure 3.25 : Induction dans la culasse du stator en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 120

Figure 3.26 : Induction dans les ponts tangentiel en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 121

Figure 3.27 : Induction de la pièce polaire en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 121

Figure 3.28 : Induction dans les dents rotoriques en MA et en EF (Ieff = 43 A, α = 10°elec) ... 122

Figure 3.29 : Comparaison du couple moyen en MA et en EF ... 122

Figure 3.30 : Comparaison du facteur de puissance interne en MA et en EF ... 123

Figure 3.31 : Comparaison de la tension interne en MA et en EF ... 124

Figure 3.32 : Maillage de la moitié du moteur 18/16 ... 124

Figure 3.33 : Schéma électrique monophasé du moteur... 125

Figure 3.34 : Géométrie des têtes de bobines... 126

Figure 3.35 : Modèle 3D d’une dent statorique avec sa bobine ... 126

Figure 3.36 : Modèle 2D d’une dent statorique avec sa bobine (JMAG®_{) ... 127}

Figure 3.37 : Modèle 2D d’une dent statorique avec sa bobine (FEMM) ... 127

Figure 3.38 : Schéma vectoriel en tension ... 128

Figure 3.39 : Pertes dans la tôle M400P-50 : données constructeur et courbes analytique ... 130

Figure 3.40 : Évolutions temporelles des inductions dans une dent et dans la culasse du stator ... 131

Figure 3.41 : Comparaison des pertes fer stator en MA et en EF ... 132

Figure 3.42 : Évolutions temporelles des inductions dans une dent du rotor et dans une pièce polaire du moteur M1 ... 132

Figure 3.43 : Pertes fer rotor des moteurs M1et M2 en EF ... 133

Figure 3.44 : Modèle thermique d’un élément cylindrique ... 136

Figure 3.45 : Modèle thermique d’un élément parallélépipédique ... 137

Figure 3.46 : Circuit équivalent des dents statoriques ... 138

Figure 3.47 : Circuit équivalent du bobinage actif dans les encoches ... 139

Figure 3.48 : Circuit équivalent de la culasse du stator ... 139

Figure 3.49 : Circuit équivalent des têtes de bobines ... 140

Figure 3.50 : Circuit équivalent du rotor ... 140

Figure 3.51 : Circuit équivalent de la culasse du rotor ... 141

Figure 3.52 : Circuit équivalent de l’entrefer... 142

Figure 3.53 : Circuit équivalent de l’arbre du moteur ... 143

Figure 3.54 : Carter avec ailettes ... 144

Figure 3.55 : Circuit thermique du moteur ... 146

Figure 3.56 : Loi des nœuds – nœud quelconque ... 147

Figure 3.57 : Loi des nœuds – nœud relié à Tamb ... 147

Figure 3.58 : Convention de signe pour la matrice d’incidence [A] ... 148

Figure 3.59 : Vue 3D du moteur modélisé avec MotorCad®_{... 149}

Figure 3.60 : Ponts radiaux et tangentiels au rotor ... 150

Figure 3.61 : Forces exercées sur un secteur ... 150

Figure 3.62 : Dimensions géométriques des ponts radial et tangentiel... 151

Figure 3.63 : Pont rotorique ... 152

Figure 3.64 : Modèle mécanique pour un rotor à deux barrières ... 153

Figure 3.65 : Couplage multi-physique des modèles ... 155

Figure 3.66 : L’organigramme de résolution de la boucle thermique [Jan10] ... 156

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Figure 4.2 : Bilan des puissances ... 164

Figure 4.3 : Variables géométriques de l’optimisation ... 165

Figure 4.4 : Synoptique de l’algorithme NSGA-II... 168

Figure 4.5 : Procédure du NSGA-II [Deb02] ... 169

Figure 4.6 : Front de Pareto à l’issue de l’optimisation ... 170

Figure 4.7 : Évolution des performances le long du front de Pareto ... 171

Figure 4.8 : Évolution des variables le long du front de Pareto ... 172

Figure 4.9 : Ondulation de couple du prototype ... 173

Figure 4.10 : Tôles du prototype : stator et rotor ... 173

Figure 4.11 : Rotor du prototype ... 174

Figure 4.12 : Moteur du prototype ... 174

Figure 4.13 : Emplacement des capteurs de températures ... 174

Figure 4.14 : Banc expérimental ... 175

Figure 4.15 : Appareils de mesures ... 176

Figure 4.16 : Logiciels d’acquisition de données ... 176

Figure 4.17 : Représentation schématique du banc expérimental ... 176

Figure 4.18 : Carter réel du prototype ... 177

Figure 4.19 : (Ttb-Tact) en fonction du facteur k à 12 A et 17 A ... 178

Figure 4.20 : Échauffement des têtes de bobines et du bobinage actif en fonction du facteur τà 12 A et 17 A ... 179

Figure 4.21 : Validation expérimentale : performances à Ieff = 12 A ... 181

Figure 4.24 : Validation expérimentale : températures à Ieff = 12 A ... 184

Figure 4.27 : Fronts de Pareto des optimisations à Dext fixe et variable ... 186

Figure 4.28 : Géométries des machines aux extrémités des fronts de Pareto ... 187

Figure 4.29 : Machine existante 48/8 à aimants en NdFeB et bobinage distribué ... 188

Figure 4.30 : Machine existante 27/24 à aimants en NdFeB et bobinage concentré sur dents ... 188

Figure 5.1 : Structure de base de la machine 18/16 à flux axial ... 194

Figure 5.2 : Sens d’aimantation des aimants ... 195

Figure 5.3 : Trajet du flux dans la machine ... 195

Figure 5.4 : Schéma des éléments du SMC [Sho07] ... 196

Figure 5.5 : Courbe B(H) du SMC Somaloy-700-3P ... 196

Figure 5.6 : Linéarisation de la machine axiale ... 197

Figure 5.7 : Surface modélisée lors du passage en 2D linéarisé ... 197

Figure 5.8 : Représentation des dents statoriques et des aimants axiaux avec un angle constant ... 198

Figure 5.9 : Représentation du bobinage et des aimants radiaux avec un angle constant ... 198

Figure 5.10 : Représentation du bobinage et des aimants radiaux avec une épaisseur constante (angle non constant) ... 199

Figure 5.11 : Maillage de la structure en 3D ... 200

Figure 5.12 : Maillage de la structure linéarisée en 2D ... 200

Figure 5.13 : Flux de la phase A en 3D et en 2D linéarisé (angles constants) ... 200

Figure 5.14 : Induction magnétique en 3D ... 201

Figure 5.15 : Réduction des fuites aux bords de la machine ... 201

Figure 5.16 : Flux de la phase A avec réduction des fuites aux bords de la machine ... 202

Figure 5.17 : Machine axiale avec des angles non constants ... 202

Figure 5.18 : Représentation schématique des 5 couches en 2D linéarisé ... 202

Figure 5.19 : Flux de la phase A en 3D et en 2D linéarisé (angles non constants) ... 203

Figure 5.20 : Comparaison du flux 3D avec le flux 2D à différents nombres de couches ... 203

Figure 5.21 : Aimants de la structure de base ... 204

Figure 5.22 : Lignes de champ dans la structure de base ... 204

Figure 5.23 : Aimants entourés par de l’air (ou par une cale amagnétique) ... 204

Figure 5.24 : Lignes de champ avec des aimants entourés par de l’air ... 204

Figure 5.25 : Machine avec ponts tangentiels ... 205

Figure 5.26 : Machine sans ponts tangentiels ... 205

Figure 5.27 : Comparaison des ondulations de couple à iso-courant ... 206

Figure 5.28 : Comparaison des ondulations de couple à iso-couple ... 206

Figure 5.29 : Densité des pertes fer au stator en M400P-50 ... 207

Figure 5.30 : Densité des pertes fer au rotor en SMC ... 208

Figure 5.31 : Empilement de tôles pour les dents du stator ... 209

Figure 5.32 : Structure de la machine axiale en 2D linéarisé ... 209

(12)

Liste des figures

P a ge |11

Figure 5.34 : Schéma général de la machine axiale à multi-barrières ... 211

Figure 5.35 : Bobinage de la moitié de la machine axiale 18/16 ... 211

Figure 5.36 : Lignes de champ idéalisées dans une encoche de la machine axiale ... 212

Figure 5.37 : Induction entre l’entrefer et une dent statorique pour la machine à flux axial ... 213

Figure 5.38 : Fuites tangentielles dans les encoches de la machine axiale ... 213

Figure 5.39 : Schéma d’un pôle rotorique de la machine à flux axial ... 214

Figure 5.40 : Flux au rotor et chemins moyens dans les dents rotoriques de la machine axiale ... 215

Figure 5.41 : Comparaison du couple moyen de la machine à flux axial en MA et en EF ... 218

Figure 5.42 : Comparaison du facteur de puissance interne de la machine à flux axial en MA et en EF ... 218

Figure 5.43 : Comparaison de la tension interne de la machine à flux axial en MA et en EF ... 219

Figure 5.44 : Schéma électrique monophasé du moteur à flux axial ... 219

Figure 5.45 : Géométrie du bobinage de la machine à flux axial ... 220

Figure 5.46 : Évolution temporelle de l’induction dans une dent du stator de la machine à flux axial ... 221

Figure 5.47 : Comparaison des pertes fer stator de la machine à flux axial en MA et en EF ... 222

Figure 5.48 : Pertes fer au rotor des moteurs à flux axial M1 et M2 en EF ... 222

Figure 5.49 : Perte fer au rotor en fonction de Lfer ... 223

Figure 5.50 : Perte fer au rotor en fonction de hrotor ... 223

Figure 5.51 : Couplage multi-physique des modèles de la machine axiale ... 224

Figure 5.52 : Variables géométrique de l’optimisation de la machine axiale ... 226

Figure 5.53 : Front de Pareto à l’issue de l’optimisation de la machine à flux axial ... 228

Figure 5.54 : Géométries des machines à flux axial aux extrémités des fronts de Pareto ... 228

Figure 5.55 : Évolution des performances de la machine axiale le long du front de Pareto ... 229

Figure 5.56 : Évolution des variables de la machine axiale le long du front de Pareto ... 230

(13)

(14)

Liste des tableaux

Tableau 2.1 : Caractéristiques des grandes familles d’aimants à température ambiante [Leb09] ... 64

Tableau 2.2 : Caractéristiques des machines étudiées (1ère_{comparaison) ... 66}

Tableau 2.3 : Caractéristiques des machines étudiées (2ème_{comparaison) ... 72}

Tableau 2.4 : Caractéristiques de la machine de référence 18/16 ... 75

Tableau 2.5 : Caractéristiques de la machine de référence 12/10 ... 81

Tableau 2.6 : Résultats du plan d’expériences ... 87

Tableau 2.7 : Ondulations de couple obtenues avec la 2ème stratégie et différentes valeurs de δ ... 89

Tableau 2.8 : Récapitulation de la comparaison des moteurs 18/16 et 12/10 ... 90

Tableau 3.1 : Caractéristiques des moteurs M1 et M2 ... 118

Tableau 3.2 : Comparaison du couple moyen entre le MA et les EF à α optimal ... 123

Tableau 3.3 : Comparaison du facteur de puissance interne entre le MA et les EF à α optimal ... 123

Tableau 3.4 : Comparaison de la tension interne entre le MA et les EF à α optimal ... 124

Tableau 3.5 : Résultats du calcul de l’inductance de fuite des têtes de bobine par EF ... 127

Tableau 3.6 : Coefficients du modèle de calcul des pertes fer - Tôle M400P-50 ... 130

Tableau 3.7 : Propriétés thermiques des matériaux et des zones modélisées ... 135

Tableau 3.8 : Comparaison modèle thermique et Motorcad®_{avec ... 149}

Tableau 3.9 : Comparaison modèle thermique et Motorcad®_{avec ... 149}

Tableau 4.1 : Bornes des variables de l’optimisation ... 166

Tableau 4.2 : Caractéristiques des machines aux extrémités du front de Pareto ... 170

Tableau 4.3 : Caractéristiques du prototype ... 172

Tableau 4.4 : Comparaison expérimentale de la résistance de phase Rph ... 179

Tableau 4.5 : Comparaison expérimentale de la fem à 500 tr/mn ... 180

Tableau 4.6 : Performances au couple moyen maximal – Ieff = 12 A ... 181

Tableau 4.9 : Bornes des variables des optimisations à Dext fixe et variable ... 185

Tableau 4.10 : Dimensions géométriques des machines aux extrémités des fronts de Pareto ... 186

Tableau 4.11 : Performances des machines aux extrémités des fronts de Pareto ... 187

Tableau 4.12 : Caractéristiques des machines à iso-coût ... 188

Tableau 4.13 : Comparaison de la machine 18/16 optimale avec des solutions industrielles existantes. ... 188

Tableau 5.1 : Caractéristiques des machines pour la comparaison du flux en 3D et 2D linéarisé ... 199

Tableau 5.2 : Valeurs du flux maximal en 3D et 2D linéarisé au rayon moyen (angles constants) ... 200

Tableau 5.3 : Caractéristiques des machines pour l’étude des ponts tangentiels ... 205

Tableau 5.4 : Résultats de la comparaison des ondulations de couple à iso-courant et à iso-couple ... 207

Tableau 5.5 : Calcul des pertes fer en 3D et en 2D avec différents matériaux au stator et au rotor ... 208

Tableau 5.6 : Caractéristiques des moteurs M1 et M2 ... 217

Tableau 5.7 : Bornes des variables de l’optimisation ... 226

Tableau 5.8 : Caractéristiques des machines axiales aux extrémités du front de Pareto ... 229

Tableau 5.9 : Comparaison des performances de la machine A'' en MA et en EF 2D et 3D ... 231

Tableau 5.10 : Performances des machines A', A'' et C'' ... 232

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(16)

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Introduction générale

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Contexte industriel

Les moteurs électriques représentent 70% de la consommation d’énergie dans l’industrie en France comme en Europe [Mot06]. À l’heure où la réduction de la facture énergétique et la préservation de l’environnement constituent des enjeux majeurs pour notre planète, l’amélioration des performances énergétiques des moteurs électriques devient une nécessité.

La norme CEI 60034-30-1, sortie en 2014, fixe les exigences en termes de rendement des moteurs allant de 120 W à 1000 kW. La norme définit 4 classes de rendement IE (International Efficiency) [Abb14]:

− IE1 : rendement standard (standard efficiency) ; − IE2 : rendement élevé (high efficiency) ;

− IE3 : rendement plus élevé (premium efficiency) ; − IE4 : rendement supérieur (super premium efficiency).

En Europe, l’utilisation des moteurs IE1 n’est plus autorisée depuis 2011. Les moteurs IE2 deviennent alors obligatoires. Depuis, 2015 le niveau IE3 est applicable pour les moteurs entre 7,5 kW et 375 kW. Depuis janvier 2017, le niveau IE3 est devenu obligatoire pour les moteurs entre 0,75 kW et 375 kW. De ce fait, la recherche de moteurs énergétiquement performants devient indispensable.

Le travail de cette thèse est réalisé en partenariat avec la société Moteurs Leroy-Somer [Ler16], qui est un fabricant de machines électriques pour diverses applications. Leroy-Somer propose une large gamme de moteurs à haut rendement. À titre d’exemple, le moteur asynchrone LSES figure parmi les moteurs à haut rendement IE2 et IE3. Le moteur LSRPM à aimants permanents en terres rares atteint lui le niveau de rendement IE4.

Les entraînements par moteurs électriques figurent parmi les systèmes les plus présents dans l’industrie et donc constituent des vraies pistes d’amélioration énergétique. Ils comportent des applications à vitesses élevées (compresseurs, véhicules électriques, etc.) mais aussi des applications à basses vitesses et qui exigent souvent un fort couple. Ces applications concernent par exemple le levage (grues, ascenseurs), les convoyeurs, les machines-outils ou bien encore la transformation de denrées alimentaires (broyeurs).

Dans cette thèse, nous nous intéressons aux applications à fort couple et basse vitesse. Les solutions conventionnelles utilisent une machine à vitesse élevée (souvent un moteur asynchrone) reliée à un réducteur mécanique afin de réduire la vitesse et d’augmenter le couple. Ces systèmes, dits à entraînement indirect, sont peu fiables à cause des problèmes mécaniques liés au réducteur. Ils présentent d’importants bruits acoustiques liés au système de transmission et sont le siège de pertes mécaniques qui réduisent le rendement du système.

Problématique

Compte tenu des exigences énergétiques définies par les normes mais aussi des divers problèmes que présentent les systèmes traditionnels, les industriels se sont intéressés à la recherche de structures de moteurs électriques à entraînement direct avec une densité de puissance élevée. Les solutions à aimants permanents en terres rares sont souvent proposées. Cependant, ces dernières années, le prix des terres rares a connu des fluctuations importantes et leurs techniques d’extraction et de purification actuellement mises en places sont polluantes pour le sol et l’eau. Elles nécessitent des procédés hydrométallurgiques et des

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P a ge |17 bains d'acides qui rejettent des métaux lourds, de l’acide sulfurique ainsi que des éléments radioactifs (uranium et thorium) [Hum15].

Pour des raisons tant économiques qu’environnementales, il serait nécessaire de se passer des terres rares et de trouver des solutions alternatives. Ainsi, cette thèse doit répondre à la problématique suivante :

« Concevoir une machine électrique pour des applications à entraînement direct, sans terres rares, énergétiquement efficace et économiquement intéressante ».

Par conséquent, le travail de recherche réalisé dans cette thèse, doit prendre en compte divers aspects physiques et économique du moteur électrique dans le but de maximiser ses performances et de réduire son coût. La contradiction entre ses deux objectifs nous emmène à une procédure de conception par optimisation multi-objectifs.

Objectifs des travaux de thèse

La conception d’un moteur électrique dédié à une application donnée, passe tout d’abord par une identification de la topologie de la machine. L’existence d’une multitude de configurations rend le choix de la structure relativement difficile. Pour cette raison, il est nécessaire de réaliser un travail de recherche bibliographique afin d’identifier les structures intéressantes et innovantes. Dans cette thèse, nous nous intéressons à deux types de machines. On étudiera une machine à flux radial et une machine moins conventionnelle à flux axial.

Une fois la topologie choisie, l’influence des différents aspects magnétiques, électriques, énergétiques, thermiques et mécaniques sur le fonctionnement de la machine, doit être prise en compte. Pour illustrer ce propos, un premier exemple d’interaction peut être donné. Il s’agit de l’influence de la température sur la résistivité du cuivre ou encore sur l’induction rémanente des aimants ce qui peut altérer les performances du moteur. Par conséquent, l’objectif sera de proposer une démarche de conception optimale de la machine, basée sur une modélisation multi-physique.

La problématique initialement posée, nous conduit à adopter un procédé de dimensionnement par optimisation. Ceci nous oblige à prêter une attention particulière au temps de calcul et à la précision des modèles. En effet, la modélisation est souvent une mise en équation mathématique des phénomènes physiques réels. Les modèles numériques (basés souvent sur les éléments finis) peuvent être très précis. En revanche, ils ne sont pas adaptés à des procédures de conception itératives, telle que l’optimisation, en raison de leur temps de calcul élevé. Pour cette raison, nous proposons de développer un modèle analytique multi-physique qui soit capable de fournir des résultats précis avec un temps de calcul réduit.

Les objectifs des travaux de thèse se résument par les points suivants :

− identification et choix de structures de machines électriques à flux radial et axial pour des applications à fort couple et basse vitesse ;

− développement d’un modèle analytique multi-physique précis et rapide pour évaluer les performances des moteurs étudiés ;

− optimisation des moteurs radial et axial pour répondre aux exigences d’un cahier des charges industriel fixé par Leroy-Somer.

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Plan du manuscrit

La thèse est organisée en cinq chapitres.

Le premier chapitre est consacré à l’état de l’art des machines électriques à courant alternatif. Dans un premier temps, les caractéristiques de l’application à fort couple et basse vitesse sont définies. Un état de l’art des différents types de machines est réalisé dans le but d’identifier les technologies existantes selon la direction du flux : radiale, axiale et transverse. Dans un second temps, une étude bibliographique des structures utilisées dans les applications à entraînement direct est faite. Cette étude vient compléter l’état de l’art et conduit à une classification des différentes topologies de machines électriques à fort couple. L’analyse de la classification permet d’identifier les machines les plus prometteuses et les concepts innovants.

Le deuxième chapitre a pour but de comparer des structures de machines à flux radial issues de l’analyse bibliographique. D’abord, des structures de base de machines à flux radial avec des aimants en ferrite sont comparées entre elles. Ensuite, certaines modifications sont apportées aux structures de base ce qui nous conduit à proposer une structure originale à aimants en multi-V et bobinage sur dents. Deux combinaisons du nombre de pôles et du nombre de dents sont étudiées. Le but étant de choisir la configuration qui permet d’avoir les performances souhaitées en termes de couple et d’ondulations de couple.

Le troisième chapitre traite de la modélisation analytique multi-physique de la machine radiale choisie. C’est le moteur 18/16 à aimant en multi-V et bobinage concentré sur dents. Le modèle magnétique s’appuie sur le théorème d’Ampère et sur la loi de conservation du flux pour calculer l’induction au stator et au rotor. À travers ce modèle non-linéaire, nous incluons plusieurs aspects innovants. Nous proposons un modèle pour le bobinage sur dents, nous calculons le flux de fuites tangentielles dans les encoches qui sera inclus dans le calcul du flux capté par les bobines. De plus, nous prenons en compte la saturation locale entre deux ponts tangentiels. Une comparaison entre le modèle magnétique et les éléments finis est particulièrement mise en avant pour évaluer la précision du modèle proposé ainsi que le temps de calcul.

Le modèle magnétique est couplé à un modèle électrique qui permet le calcul du facteur de puissance et de la tension aux bornes du moteur. Un modèle énergétique est développé afin de calculer les pertes mécaniques, les pertes fer et les pertes par effet Joule. Ces pertes sont utilisées comme sources de chaleur dans un modèle thermique nodal. Ce dernier fournit l’échauffement des différentes parties du moteur, en particulier au niveau du bobinage et des aimants. Le développement du modèle mécanique permet d’évaluer les contraintes mécaniques que subit la structure. Les différents modèles sont validés par comparaison avec des résultats numériques obtenus par des logiciels dédiés.

Le quatrième chapitre porte sur la validation expérimentale du modèle analytique et sur l’optimisation de la machine radiale. Une fois l’algorithme présenté, une première optimisation est réalisée pour maximiser le rendement et minimiser le prix de la machine. Les résultats nous conduisent à la définition d’un prototype. Ce dernier est utilisé pour valider expérimentalement le modèle analytique multi-physique. Suites aux essais, certains ajustements sont apportés au modèle thermique. Ce dernier est ensuite utilisé pour optimiser la machine radiale dans des conditions thermiques qui se rapprochent plus de la réalité. À l’issue des optimisations, une machine 18/16 est comparée à des solutions

(20)

P a ge |19 industrielles existantes. Ceci permettra d’évaluer les gains technico-économiques de la machine proposée.

Le cinquième chapitre est dédié à l’étude d’une structure non conventionnelle à flux axial. Il s’agit de l’équivalent de la machine radiale 18/16. C’est une machine à double rotor et simple stator avec plusieurs barrières de flux par pôle. Cette topologie fait partie des structures axiales innovantes identifiées lors de l’étude bibliographique. La première partie de ce chapitre est consacrée à l’étude de la machine en éléments finis. L’analyse a pour but de réaliser un passage d’un modèle 3D vers un modèle 2D linéarisé qui permet de réduire le temps de calcul. De plus, l’étude de l’influence des ponts tangentiels sur la qualité du couple et l’analyse des pertes fer dans la structure sont réalisées. La deuxième partie concerne la modélisation multi-physique de la machine à flux axial. Les modèles magnétique, électrique, énergétique et technico-économique sont mis en place. Ils se basent sur les équations et les calculs des modèles développés pour la machine radiale. La machine axiale est ensuite optimisée suivant le même cahier des charges défini pour la machine à flux radial. À l’issue de l’optimisation, une comparaison est faite entre la structure axiale et radiale. Elle portera sur le coût et la densité de couple des deux machines.

Finalement, la conclusion générale reprend les principaux résultats de ce travail de recherche et propose certaines perspectives et d’éventuels axes de développement.

(21)

(22)

Chapitre 1

État de l’art des machines

électriques à courant

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Chapitre 1 | État de l’art des machines électriques à courant alternatif

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Sommaire Chapitre 1

État de l’art des machines électriques à courant alternatif ... 21

1.1 Introduction... 23 1.2 Caractéristiques de l’application visée ... 24 1.3 Présentation générale des machines à courant alternatif ... 25 1.3.1 Machines à flux radial... 25 1.3.2 Machines à flux axial ... 31 1.3.3 Machines à flux transverse ... 38 1.4 Étude bibliographique : applications à entraînement direct ... 39 1.4.1 Comparaison machines synchrones et asynchrones ... 39 1.4.2 Classification et détermination des structures synchrones innovantes .... 43 1.5 Conclusion ... 50

(24)

P a ge |23

1.1 Introduction

Un peu d’histoire …

Le phénomène de base de l’attraction électromagnétique trouve ses origines dans les travaux du philosophe grec Thalès de Milet (~600 av. J.C) qui a étudié l’attraction des corps légers par l’ambre jaune frotté (le mot « électron, ήλεκτρο » signifie ambre en grec). À cette époque, les grecs connaissaient aussi une sorte de pierre, venant de la ville de Magnésie, en Ionie, qui pouvait attirer les petits morceaux de fer. Cette pierre fut appelée magnes (mágnês, µάγνης) qui signifie "de Magnésie". Les phénomènes de l’ambre (électrique) et de la « pierre de Magnésie » (magnétique) ont été souvent confondus à cause de leur capacité, à tous les deux, d’exercer une force d’attraction à distance. Ce pouvoir fut considéré « mystérieux » à une époque où on ne concevait que des forces de contact. Il a fallu attendre jusqu’au XVIIème_{siècle pour établir une première relation entre les phénomènes électriques}

et les phénomènes magnétiques dans un ouvrage publié en 1600 et intitulé « De magnete ». C’est la naissance de l’électrostatique. Durant cette période des travaux importants sont réalisés sur la foudre et les décharges électrostatiques notamment par Benjamin Franklin. Le XVIIIème_{siècle a été marqué par l’invention des piles électrochimiques de Volta. Pour la}

première fois, on était capable de délivrer un courant continu. Cependant, ces piles étaient nocives et très coûteuses. Ainsi, les premières machines électriques furent conçues comme des génératrices destinées à remplacer les générateurs électrochimiques [Mul94].

Le début véritable des moteurs électriques remonte, au XIXème siècle. En 1820, le danois Hans Oersted découvre qu'un courant électrique dévie une aiguille aimantée. Cette expérience, inspire à André-Marie Ampère toutes les lois de l'électromagnétisme moderne et il énonce la « règle du bonhomme d’Ampère ». Le premier moteur électromagnétique est réalisé en 1821 par l’anglais Michael Faraday et en 1822, Peter Barlow lui rajoute une roue dentée ce qui donne lieu à la « roue de Barlow » (Figure 1.1). En 1831, Faraday découvre le phénomène de l'induction : le mouvement d'un aimant dans un circuit fermé génère, dans celui-ci, un courant électrique. Cette découverte ouvre la voie aux applications pratiques de l’électricité. En 1869, le belge Zénobe Gramme invente le collecteur et rend possible la réalisation des génératrices à courant continu [Esp96].

Figure 1.1 : Roue de Barlow, 1822 [Kit17]

Figure 1.2 : Moteur asynchrone à cage d’écureuil de Dolivo-Dobrowolski, 1889 [Kit17]

Figure 1.3 : Machine synchrone de Haselwander,

1887 [Kit17]

Ce n’est qu’en 1887 que le serbe Nikola Tesla dépose un brevet sur la machine asynchrone et en même temps l’italien Galileo Ferraris établit la théorie du champ tournant et publie une théorie sur la machine asynchrone. Le premier moteur asynchrone triphasé est réalisé par le russo-polonais Michael Dolivo-Dobrowolski en 1889 (Figure 1.2). Entre les années 1887 et 1889 les premiers générateurs triphasés synchrones sont réalisés séparément

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par l’américain Charles Bradley et par l’allemand Friedrich Haselwander (Figure 1.3). Peu importe la technologie, synchrone ou asynchrone, le fonctionnement des machines électriques est basé sur une interaction magnétique entre le stator et le rotor.

Dès le début du XXème siècle, les fondements théoriques des machines électriques furent établis. L’émergence de l’électronique de puissance et le besoin de contrôler et de commander les machines poussent les chercheurs à trouver de nouveaux outils mathématiques pour les étudier. En 1929, l’une des transformations les plus utilisées dans le domaine de l’électrotechnique, est présentée par l’américain Robert H. Park [Par29]. Il propose un changement de repère pour passer à un système triphasé « odq » et pour passer de grandeurs alternatives à des grandeurs continues. Ceci a facilité l’étude des machines électriques ainsi que l’implémentation de leur commande.

Aujourd’hui, les avancées dans le domaine de l’électronique de puissance ainsi que les développements réalisés au niveau des matériaux permettent de concevoir une multitude de structures de machines électriques destinées à diverses applications industrielles. L’objectif de ce chapitre est de présenter l’application concernée et d’identifier des structures de machines susceptibles de répondre aux exigences souhaitées.

La première partie définira les caractéristiques de l’application visée par le travail de recherche. Ensuite, on présentera de façon générale, les grandes familles de machines selon la direction du flux magnétique : radiale, axiale et transverse. Finalement, une étude bibliographique sur des structures pour l’entraînement direct sera faite et une classification des machines trouvées dans la bibliographie sera réalisée afin d’identifier les concepts innovants.

1.2 Caractéristiques de l’application visée

Dans le cadre de cette thèse, le travail de recherche porte sur des systèmes à entraînement direct à fort couple et basse vitesse. Les solutions conventionnelles utilisent une machine à vitesse élevée connectée à un réducteur mécanique ce qui permet de réduire la vitesse et d’augmenter le couple (Figure 1.4). Les avancées technologiques en termes de matériaux et de structures ont permis la conception de machines capables de tourner à basse vitesse et de délivrer un couple élevé sans passer par un étage mécanique (Figure 1.5).

Figure 1.4 : Système conventionnel à entraînement indirect

Réducteur mécanique Charge Moteur Haute vitesse Basse vitesse

(26)

P a ge |25 Figure 1.5 : Système à entraînement direct

Les systèmes à entraînement direct présentent plusieurs avantages comparés aux systèmes conventionnels [Har03]. En effet, l’absence de l’étage mécanique qui relie le moteur à la charge permet de :

− rendre le système plus fiable car le réducteur est une source importante de problèmes mécaniques ;

− réduire les bruits causés par le système de transmission ;

− réduire le coût ainsi que le temps de maintenance car les engrenages du réducteur doivent être lubrifiés régulièrement ;

− réduire les pertes mécaniques ce qui peut améliorer le rendement du système. Il existe plusieurs exemples d’applications à entraînement direct qui relèvent de la vie quotidienne et qui exigent une densité de couple élevée. Parmi ces applications on peut citer :

− la traction électrique [Muk16, Nai13] ;

− les générateurs pour éoliennes [Fer07, Plo16, Pol07] ; − les ascenseurs [Fic01, Yet13] ;

− les machines-outils [Xia09] ; − la propulsion marine [Tho13].

Dans le cadre de notre travail de recherche, le type de cahier des charges auquel on s’intéresse est le suivant :

− vitesse de rotation inférieure à 1000 tr/min ; − couple moyen de l’ordre de 200 Nm ;

− facteur de puissance supérieur à 0,85 ; − ondulations de couple inférieures à 5%.

Après avoir défini les caractéristiques de l’application visée, le paragraphe suivant sera consacré à la présentation des différents types de machines à courant alternatif. Il s’agit d’un inventaire non exhaustif qui vise à donner les topologies de base et le principe de fonctionnement des machines électriques à flux radial, axial et transverse.

1.3 Présentation générale des machines à courant alternatif

1.3.1_{Machines à flux radial}

Les machines à flux radial, dites aussi « machines cylindriques » sont les plus connues et répandues. La direction du flux dans l’entrefer est radiale donc perpendiculaire à l’axe de rotation (Figure 1.6).

Charge Moteur

Basse vitesse

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Figure 1.6 : Direction du flux radial

Pour les machines à courant alternatif, les structures à flux radial existent en deux technologies principales : asynchrone et synchrone. Souvent, la différence entre les structures se fait au niveau de l’excitation, ce qui donne lieu à une classification des machines présentée dans le graphique suivant :

Figure 1.7 : Classification des principales catégories de machines à flux radial

1.3.1.1 Machines asynchrones

Dans une machine asynchrone, la vitesse du champ tournant créé par les courants au stator (vitesse de synchronisme) est différente de la vitesse de rotation du rotor. Le stator comprend un bobinage triphasé parcouru par un courant alternatif. Le rotor existe en deux types : bobiné (Figure 1.8) et à cage d’écureuil (Figure 1.9).

Le rotor bobiné possède un bobinage triphasé identique à celui du stator et est alimenté par des courants alternatifs. Il nécessite la présence de bagues et de balais pour pouvoir alimenter le bobinage. Ce type de rotor augmente le coût de la machine en raison de l’utilisation du cuivre au rotor et engendre également des problèmes de maintenance liés au système bague-balais.

Pour un rotor à cage, l’enroulement est formé de barres introduites dans les encoches et court-circuitées à chaque extrémité par deux anneaux. L’ensemble ressemble à une cage

M a ch in e A C à f lu x r a d ia l Asynchrone Machine asynchrone à cage d'écureuil Machine asynchrone à rotor bobiné Synchrone Machine synchrone à rotor bobiné Machine synchrone à aimants permanents Aimants au rotor Aimants au stator Machine synchrone à excitation hybride Machine à réluctance Machine synchro-réluctante Machine à réluctance variable Rotor Stator Entrefer Direction du flux

(28)

P a ge |27 d’écureuil d’où le nom de rotor à cage d’écureuil. Dans les moteurs de petite et moyenne puissance, les barres et les anneaux sont formés généralement d’un seul bloc d’aluminium coulé. Ce type de rotor reste peu coûteux et plus compact comparé au rotor bobiné.

Figure 1.8 : Machine asynchrone à rotor bobiné [Kol10]

Figure 1.9 : Machine asynchrone à rotor à cage [Gro06]

Les avantages majeurs de la machine asynchrone sont sa robustesse et sa maturité. Par contre, le courant d’appel au démarrage est élevé et le rendement reste limité à cause des pertes par effet Joule générées par les courants induits.

1.3.1.2 Machines synchrones

1.3.1.2.1 Machines synchrones à rotor bobiné

Contrairement aux machines asynchrones, le rotor des machines synchrones tourne à la même vitesse que celle du champ tournant au stator. Dans le cas d’une machine synchrone à rotor bobiné, le rotor est alimenté par un courant continu alors que le stator est alimenté par un courant alternatif. Ce type de structure permet de régler le flux d’excitation mais nécessite la présence d’un système de bagues-balais ou bien d’un redresseur tournant pour alimenter le bobinage rotorique.

Le rotor de cette machine existe en deux types : à pôles lisses (Figure 1.10(a)) et à pôles saillants (Figure 1.10(b)). La machine synchrone à rotor bobiné est essentiellement utilisée pour la production d’énergie en mode générateur pour les moyennes et grandes puissances [Bol05].

(a) Pôles lisses (b) Pôles saillants

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1.3.1.2.2 Machines synchrones à aimants permanents

Les actionneurs synchrones à aimants permanents sont apparus après les machines à rotor bobiné. Le bobinage du rotor est remplacé par des aimants permanents. Cette machine est très appréciée pour ces performances vis-à-vis de son antécédent à bobinage rotorique, notamment en ce qui concerne la densité de couple et le rendement. En effet, le champ crée par les aimants permanents développe une densité de couple élevée et l’absence du bobinage au rotor élimine les pertes par effet Joule et permet d’améliorer le rendement de la machine. L’emplacement des aimants est possible selon différentes configurations que ça soit au stator ou bien au rotor.

1.3.1.2.3_{Structures à aimants au rotor}

Les structures classiques de machines synchrones présentent des aimants situés à la surface du rotor ou bien enterrés (Figure 1.11). De manière générale, les aimants en surface sont les plus simples à mettre en œuvre, mais à des vitesses de rotation élevées, la force centrifuge peut faire décoller ou arracher les aimants. Une façon de remédier à ce problème est d’adopter un rotor extérieur avec des aimants en surface, dans ce cas la force centrifuge vient plaquer les aimants à la surface. Par contre, ces aimants ne sont pas protégés contre le champ créé par le stator et sont susceptibles d’être partiellement démagnétisés [Gie02].

Les machines à aimants enterrés permettent une meilleure tenue mécanique des aimants et une bonne immunité contre les champs créés par la réaction d’induit et contre les pertes par courants de Foucault [Gie02].

(a) En surface (b) Insérés en surface (c) Enterrés direction radiale

(d) Enterrés direction orthoradiale (concentration de flux) Figure 1.11 : Topologies des rotors avec aimants permanents [Cha08]

Les structures de rotors avec des aimants enterrés, introduisent une saillance qui permet la production d’un couple de réluctance qui vient s’ajouter au couple créé par les aimants. De plus, les aimants intérieurs peuvent être employés en configuration de concentration de flux (Figure 1.11(d)), ce qui permet d’améliorer la densité du couple.

1.3.1.2.4 Structures à aimants au stator

Loin des machines conventionnelles, de nouvelles topologies de machines ont été étudiées et développées. Il s’agit des machines à aimants au stator. Ces machines se divisent en plusieurs catégories selon l’emplacement de l’aimant ce qui modifie leur principe de fonctionnement [Zhu14]. En effet, la machine à aimants permanents situés dans la culasse du stator est dite à double saillance. Les aimants placés à la surface des dents statoriques créent une machine dite à inversion de flux. Une troisième alternative serait de placer les aimants entre les dents du stator, cette machine est appelée à commutation de flux. Les différentes configurations sont illustrées sur la Figure 1.12 :

(30)

P a ge |29 (a) Machine à double

saillance

(b) Machine à inversion de flux

(c) Machine à commutation de flux

Figure 1.12 : Machines synchrones à aimants permanents au stator [Zhu14]

Dans toutes les structures qui présentent des aimants au stator, le rotor est obligatoirement saillant. Le mécanisme de production du couple s’appuie sur l’interaction entre la saillance du rotor et le champ des aimants permanents [Zhu14].

1.3.1.2.5 Machines synchrones à excitation hybride

Dans les machines à aimants permanents le champ magnétique est fixé par les aimants. Donc, une fois la machine fabriquée, le flux d’excitation dans la structure est non modifiable. Cette limitation en terme de contrôle de flux peut être levée en adoptant des structures de machines synchrones à excitation hybride, appelées également machines à flux variable ou bien machines à double excitation. Ce type de machines présente deux sources de champ : des aimants permanents et des bobines d’excitation. L’emplacement des deux sources au stator ou au rotor donne lieu à différentes combinaisons dont les plus utilisées seront présentées [Gau13].

Les aimants des machines à excitation hybride sont placés au rotor et la bobine d’excitation au stator. Cette configuration ne nécessite pas un système de bagues-balais, car l’excitation bobinée est statique au stator. Dans cette catégorie, on trouve des machines moins conventionnelles, par exemple les machines à pôles conséquents et les machines à griffes. Les machines à pôles conséquents présentent un rotor séparé en deux sections : la première est formée à partir d’aimants en surface et la deuxième à partir de pôles conséquents en fer. Le stator présente un bobinage toroïdal à l’intérieur de sa culasse (Figure 1.13(a)). La structure des machines à pôles conséquents les rend compliquées à fabriquer [Owe09]. Pour les machines à griffes, on trouve aussi un bobinage toroïdal au stator et des aimants au rotor situés sous les griffes (Figure 1.13(b)). Ces deux machines sont dites à excitation parallèle car les flux du bobinage et ceux des aimants ne suivent pas la même trajectoire à cause de leurs emplacements différents au stator et au rotor.

(a) Machine à pôles conséquents (b) Machines à griffes

(31)

P a ge |30

La deuxième catégorie concerne les machines qui possèdent au rotor à la fois les aimants permanents et le bobinage d’excitation. Un exemple de cette catégorie est développé dans [Luo00] dont le rotor combine 4 pôles à aimants permanents et 2 pôles bobinés (Figure 1.14).

Figure 1.14 : Machine synchrone à excitation hybride au rotor [Luo00, Zhu14]

Ce type de machines ne présente pas de difficultés particulières du point de vue construction, mais il est pénalisé par l’existence du système bagues-balais afin d’alimenter les bobines d’excitation tournantes.

La troisième catégorie regroupe les machines avec aimants permanents et bobines d’excitations au stator. Une des structures les plus intéressantes dans cette configuration, est la machine à commutation de flux à excitation hybride introduite par [Hoa07]. Sa structure présente les bobinages d’excitation à l’arrière de la culasse du stator et les aimants entres les dents (Figure 1.15). Cette machine est à excitation série car le flux des aimants et celui du bobinage d’excitation suivent le même trajet. Elle ne nécessite également pas de système de bagues-balais pour alimenter le bobinage d’excitation.

Figure 1.15 : Structure à commutation de flux et excitation hybride. [Zhu14] 1.3.1.2.6 Machines à réluctance

Les machines dites à réluctance se divisent en deux catégories principales : les machines synchro-réluctantes et les machines à réluctance variable (Switched Reluctance Machine).

1.3.1.2.6.1 Machines synchro-réluctantes

Les machines synchrones à réluctance ou bien synchro-réluctantes sont des machines dont le stator est bobiné de la même façon que celui des machines synchrones ordinaires. Il s’agit d’un bobinage triphasé à p paires de pôles alimenté par des courants triphasés équilibrés. Son rotor est saillant : il présente une « dissymétrie » entre l’axe direct « d » et l’axe en quadrature « q ». Il existe plusieurs types de rotors pour les machines synchro-réluctantes : rotor massif, rotor axialement laminé et rotor à barrières de flux assisté par des aimants. Ils sont illustrés sur la figure suivante :

(32)

P a ge |31

(a) Rotor massif (b) Rotor axialement

laminé

(c) Rotor à barrières de flux assisté par des aimants Figure 1.16 : Rotors de machines synchro-réluctantes [Ram06]

1.3.1.2.6.2 Machines à réluctance variable

Ces machines sont à double saillance avec un bobinage sur dents. Leur structure est simple et robuste ce qui fait d’elles de très bonnes candidates pour les applications à haute vitesse. Le principe de fonctionnement des machines à réluctance variable (MRV) est basé sur celui de l'électroaimant. Pour entretenir un mouvement continu, il est nécessaire, d'une part, d'avoir plusieurs phases, d'autre part, de commuter les courants d'alimentation de ces phases successivement et en synchronisme avec la position relative du rotor [Mul93].

Figure 1.17 : Machine à réluctance variable [Mul93]

1.3.2_{Machines à flux axial}

Les machines à flux axial, appelées également machines « discoïdes », ont été le sujet de diverses études qui ont débutées il y a presque 30 ans. La direction du flux dans l’entrefer est axiale donc parallèle à l’axe de rotation (Figure 1.18).

(33)

P a ge |32

Figure 1.18 : Direction du flux axial

Ces machines, bien qu’elles soient récentes par rapport aux structures radiales, sont utilisées dans diverses applications allant des systèmes de transport tels les véhicules hybrides, aux systèmes d’énergie renouvelable comme les éoliennes. En d’autres termes, ce type de machine est recherché dans toute application qui exige une certaine compacité axiale avec une densité de couple et un rendement élevés [Cap12]. Même si les machines à flux axial à aimants permanents (donc synchrones) sont les plus étudiées et développées, on trouve également des structures de machines asynchrones à flux axial [Zha10].

La configuration de base d’une machine à flux axial est formée d’un stator et d’un rotor (Figure 1.19). Ce concept simple présente de forts problèmes d’attraction entre le stator et le rotor ce qui peut nuire à la tenue mécanique de la structure. Pour compenser l’effet de cette force axiale, les concepteurs ont introduit les machines axiales rotors ou bien multi-stators.

Figure 1.19 : Machine à flux axial 1 stator / 1 rotor [Ayd13]

Les différentes configurations de machines à flux axial sont réalisées par la combinaison des critères suivants : le nombre de stators et de rotors, la disposition du rotor par rapport au stator, le support de bobinage (encoché, non encoché, sur dents), le type de bobinage (réparti, concentré, toroïdal) et la disposition des aimants (en surface, enterrés). Une classification des principales catégories de machines à flux axial trouvées dans la littérature, est présentée dans le graphique suivant :

Entrefer Rotor Stator Direction du flux Rotor Aimants Stator